煤漿槽攪拌器異常晃動分析處理與優化

李 剛

（國能新疆化工有限公司，新疆 烏魯木齊 831400）

引 言

國能新疆化工有限公司（簡稱國能新疆化工）68 萬t/a 煤基新材料項目以煤為原料生產180 萬t/a 甲醇，甲醇經MTO 技術轉化為烯烴并進一步生產聚乙烯、聚丙烯等終端產品。其中氣化裝置設置8 套煤氣化爐系統，采用GE 水煤漿加壓氣化工藝技術，包括煤漿制備、煤氣化、渣水處理等工藝單元，5 開3 備，生產合成氣規模為53 萬m3/h ，2017 年投入商業運行。

煤漿制備是煤氣化工藝中的首要環節，將原料煤、水和添加劑加入磨機進行研磨，從磨機出來的煤漿先緩存在磨機出料槽（簡稱小槽）中，由低壓煤漿泵送至給料煤漿槽（簡稱大槽），然后再由煤漿給料泵送給氣化爐。為使煤漿槽內存儲的煤漿維持固液完全懸浮、煤漿濃度和粒度相對穩定，在煤漿槽頂部設置有攪拌器。煤漿大槽攪拌器于2017 年正常投入運行，從2017 年年底至2019 年年初，3 臺大槽攪拌器均發生多次異?；蝿樱舸蟛蹟嚢杵靼l生故障停運，會導致大槽內水煤漿發生分層沉降，影響煤漿的特性，進而影響氣化系統的正常運行。針對大槽攪拌器異?；蝿拥膯栴}，國能新疆化工進行了原因分析，并采取了相應的應急措施，同時提出了攪拌器的優化升級方案，可為同類裝置問題的解決提供一定的借鑒意義。

1 煤漿槽攪拌器結構

煤漿大槽攪拌器配置90 kW 電機，轉速25 r/min，設置有 2 層直徑 dj大均為 3 937 mm 的大槳葉和 1 層直徑為1 143 mm 的小槳葉，中層槳葉離地距離C大為3 000 mm，大槽直徑 D大為 11 m，全容積 V大為 1 372 m3，橢圓底，其結構示意圖見圖1。

圖1 煤漿槽及攪拌器的結構示意圖

2 攪拌器異?；蝿用枋?/h2>

攪拌器異?；蝿邮疽鈭D見圖2。正常情況下，攪拌軸的位置與A-O 旋轉中心重合。異?；蝿訒r，攪拌軸在槽體內的位置由 A-O 偏移到 A-O1、A-O2進行轉動，轉動時強烈的晃動引起攪拌器機架晃動，持續劇烈晃動后，導致攪拌器減速機輸出軸齒輪、輸出軸軸承和兩端油封、減速機頂蓋緊固螺栓全部損壞，電機、減速機地腳螺栓全部松動，造成攪拌器減速機損壞并停運。

圖2 攪拌器異常晃動示意圖

為了保護攪拌器減速機在異常晃動時不受損壞，設置了電機的電流跳車保護連鎖，在后續運行過程中出現的多次異常晃動中，因有跳車保護，減速機損壞的現象基本消除。但跳車后再次啟動攪拌器時，需要連續多次啟停，才能使攪拌器持續運行。

3 攪拌器異常晃動原因分析

3.1 攪拌器運行工況分析

在攪拌器運行過程中，電機和減速機等傳動部件自身軸承位置的振動沒有發生異常，所以攪拌軸位置偏移不是由傳動系統故障所致，最有可能是由于槳葉組件的異常受力或受力不均導致。

3.1.1 煤漿液位對攪拌器的影響

統計發現，在2018 年1 月發生的多次異?；蝿又?，其中有幾次晃動幾下后恢復正常，有4 次異?；蝿訉е聰嚢杵魍＼嚕l現當大槽的液位在65%左右時發生的次數較多，而且此時的煤漿液面剛好位于攪拌器上層槳葉處，初步認為是液面處的流體不穩定導致了攪拌器槳葉的受力不均，最終引起了攪拌軸的偏移晃動。該結論也得到了制造廠商的認可，因此在后期的生產操作中，盡量避免攪拌器在大槽液位65%左右時運行。但是經過一段時間的運行后，發現煤漿液位無論是在大幅高于65%還是大幅低于65%，攪拌器均發生了異?；蝿樱窍啾戎盎蝿拥拇螖涤辛讼陆?。

從上述分析認為，攪拌器的異?；蝿涌赡芘c大槽的液位有一定的關系，但不是主要原因。

3.1.2 煤漿沉積對攪拌器的影響

調查發現，攪拌器發生異常晃動時，均在大槽投用最初2 個月后，而前2 個月基本沒有發生，待攪拌器因故障停運后，現場清理大槽，發現槽底沉積了大量的煤顆粒：在距底部5 m 左右的槽壁上開始有煤顆粒沉積，往下形成了厚度約1.3 m 的堆積層。3 個煤漿出料口布置于槽底的一側，煤漿從出料口流出，因此這一側煤顆粒沉積較少；另一側由于只受攪拌器的作用，煤漿的流動性沒有出料側好，因此沉積較多，最終槽底形成了不規則的煤顆粒沉積物，厚度與筒體處一樣，約為1.3 m，煤漿槽底部干煤沉積示意圖見圖3。

圖3 煤漿槽底部干煤沉積示意圖

攪拌器的流體流向為軸向流，煤漿軸向流的產生是由于煤漿對旋轉槳葉產生的升力的反作用力引起的。槽及攪拌器工作時煤漿從上部進入，受到槳葉的作用向下流動，碰到槽底后再折翻向上流動，形成上下循環流。

如圖3 所示，假設槳葉兩側受力分別為F0、F1。如在運行過程中槽底沒有沉積的煤顆粒，槽底的形狀應是規則對稱的，F0和F1的大小基本相等，且槳葉在旋轉過程中所受的力矩均衡，攪拌軸的旋轉中心就不會發生偏移。受槽底不規則沉積物的影響，槳葉兩側受力F0、F1的方向不一樣，大小可能也不一樣，這樣會使攪拌器槳葉在運行過程中所受的力矩不一樣，從而導致了攪拌軸在旋轉過程中發生偏移，引起了攪拌器的異?；蝿?。由此可知，槽底沉積大量不規則的煤顆粒是導致攪拌器異?；蝿拥闹苯釉?，也充分說明了在大槽運行初期攪拌器沒有發生異?；蝿邮且驗槌跗诠薜壮练e的煤顆粒不多，對攪拌器的運行影響不大。

3.2 煤漿槽內煤顆粒沉積原因分析

大槽系統在運行過程中出現了煤顆粒沉積，根源上是攪拌器的工效沒有達到固液完全懸浮的要求。要使水煤漿中固體煤顆粒在槽內不發生沉積、達到完全懸浮的狀態，則攪拌器的轉速必須大于攪拌器的臨界懸浮攪拌轉速，而槽和攪拌器的結構尺寸、煤漿濃度、煤漿黏度、煤漿中固體顆粒大?。６确植迹?、固液相的密度差是影響臨界懸浮攪拌轉速的主要因素[1]。

3.2.1 操作參數分析

調查2018 年 1 月—11 月煤漿的特性數據，發現煤漿的濃度、黏度均能滿足初始設計的要求，而粒度分布中40 目的通過率不滿足初始設計90%～95%的要求，實際通過率最小為72.36%、最大為88.91%。根據設備制造廠和行業設計經驗，煤漿槽攪拌器設計時一般選擇40 目粒徑作為設計基準。40 目顆粒實際通過率的降低，表示平均粒徑的增加。取40 目的通過率最高為95%，最低為72.36%，假設煤粒徑增大的部分介于14 目～40 目，取30 目粒徑為平均值，40 目對應的粒徑 dp0為 0.38 mm，30 目對應的粒徑為0.55 mm，增大后的平均粒徑dp1計算見式（1）：

根據式（2）計算粒徑的增大率為：

根據Zwietering 研究提出的固液懸浮攪拌臨界轉速NC經驗公式[2]得知，固液懸浮攪拌臨界轉速NC與粒徑dp0.2成正比關系。根據式（3）計算粒徑變化前后對應的臨界轉速比為：

式中：NC1——粒徑增大后對應的臨界轉速，r/min；

NC0——初始粒徑對應的臨界轉速，r/min。

同時根據攪拌器功率P 的計算公式[1]得知，攪拌功率與攪拌轉速NC的3 次方成正比關系，則根據式（4）計算粒徑變化前后對應的攪拌功率比：

式中：P1——粒徑增大后所需的最小功率，kW；

P0——初始粒徑條件下所需的最小功率，kW。

因此從上述計算得知，粒徑變成原來的1.11 倍后，所需的懸浮攪拌臨界轉速是原來的1.02 倍，則對應的攪拌功率是原來的1.06 倍?？梢娒簼{中固體顆粒粒徑的增大對攪拌器的轉速和功率影響不大，不足以導致攪拌器因異常晃動而停止正常運行。

3.2.2 設備設計選型分析

由于該設備為進口產品，設備供應商不予提供相關設計選型數據，因此攪拌器的幾何結構尺寸、轉速及功率等重要參數是否合理無法進行核實。但是系統中6 套小槽系統在煤漿特性相同的情況下，一直運行平穩。對比發現大槽和小槽的槽徑比基本相等，并且均采用推進式頂裝雙層槳葉攪拌器，只是制造廠商不同，因此以小槽的攪拌系統為試驗系統，采用常用的攪拌器工業放大的相關理論，對大槽攪拌系統的設計進行初步的對比核算，從而分析大槽攪拌器的設計選型是否滿足要求。

3.2.2.1 幾何尺寸放大與對比

小槽直徑 D小為3.4 m，直段高度H小為3.86 m，全容積V小為40.6 m3，橢圓底。設有國產推進式、頂裝式雙層槳葉攪拌器，配置22 kW 電機，雙層槳葉直徑dj小均為1.4 m，攪拌轉速為67 r/min，底層槳葉到罐底距離 C小為 560 mm。根據式（5）、式（6）、式（7）進行放大計算：

放大計算的大槽直徑與實際直徑11 m 基本相等，而大槽槳葉的實際直徑為3.937 m，與放大計算的4.53 m 相差較大。

小槽系統中底層漿葉離底距離C小與槳葉直徑dj小之比為0.56/1.4=0.4，而大槽系統二者之比為3/3.937=0.76，說明大槽攪拌器的槳葉離底距離比小槽攪拌器的離底距離大的多，槳葉離底距離過大也會影響攪拌器的工效。

3.2.2.2 臨界懸浮的攪拌轉速對比分析

攪拌器的轉速是否大于固液臨界懸浮的攪拌轉速是衡量攪拌器放大后是否滿足工藝需求的決定性指標。從Zwietering 研究提出的固液懸浮攪拌臨界轉速NC經驗公式中可知，臨界懸浮攪拌轉速與槽徑大小有一定的關系，隨著槽徑D 的變化，固體懸浮攪拌轉速NC也在變化，所以比擬放大后，需要有新的臨界攪拌轉速與之匹配，且滿足式（8）：

相關研究表明[2]，對于完全懸浮狀態下，當用于容易懸浮的固液系統，指數選取-0.85；當用于一般固液懸浮系統，指數選取-0.75；當用于粗顆粒或快速沉降的固液系統，指數選取-0.67。水煤漿具有快速沉降的特點，因此指數選取-0.67，根據式（9）計算放大后的攪拌轉速：

按照上述計算結果，大槽攪拌器的轉速應不低于31 r/min，而實際轉速為25 r/min，說明攪拌器的實際轉速小于大槽中水煤漿的固液完全懸浮臨界轉速，這是導致大槽內煤顆粒大量沉積的根本原因。由于攪拌器槳葉直徑dj和攪拌器轉速N 的變化，攪拌器所需的功率P 也不滿足要求。

3.2.2.3 同類別攪拌系統對比分析

調查發現一用戶與國能新疆化工生產能力差別不大，其漿槽直徑D類為9.5 m，直段高度 H類為11.1 m，全容積V類為898 m3，設有相同制造商的攪拌器，配置 75 kW 電機，轉速為 31 r/min，設置有 2 層槳葉，攪拌器直徑為4 140 mm ，底層槳葉到罐底距離2 000 mm。可見該槽罐容積比國能新疆化工的小，但攪拌器底層槳葉的直徑dj類與槽罐直徑D類之比為：4.140/9.5=0.436，卻比國能新疆化工的3.937/11=0.356 要大，轉速也比國能新疆化工的高。調查發現類比系統在實際運行過程中水煤漿的特性參數里，除了平均黏度860 mPa·s 比國能新疆化工的低，其余特性參數基本接近，類比系統運行一直正常。

另一用戶煤漿槽的幾何尺寸、攪拌器的型號、參數以及制造廠都與國能新疆化工的相同，在運行過程中其煤漿的特性參數均滿足設計要求，但運行過程中也出現了煤漿沉積現象，還出現了攪拌軸彎矩過大、導致攪拌軸彎曲報廢的現象。

3.3 原因分析小結

通過從工藝操作、設備選型和類似用戶等幾個方面進行分析，可以得出以下結論：煤漿槽的液位、煤漿特性參數中粒徑的變大對攪拌器的運行產生了一定的影響，但不足以導致大量煤漿沉積而引起攪拌器異常晃動。大槽攪拌器在初始設計選取的槳葉直徑過小、轉速過小、中層槳葉離底距離過大、功率的設置也不合理，所選攪拌器機型與煤漿槽的容積、槽徑等不匹配，是導致大量煤漿沉積而引發攪拌器異?；蝿拥母驹?。

4 處理措施

要解決攪拌器異常晃動的問題，需要解決攪拌器機型與煤漿槽幾何尺寸的不匹配問題，實施時間較長，但是企業的生產不能中斷，因此根據現場實際情況，采取了應急措施以暫時維持攪拌器的運行。

4.1 應急維持運行措施

根據攪拌器軸流驅動水煤漿的特性，采取在攪拌器槳葉驅動的基礎上再增加一個附加驅動力，增加流體向上運動的動力，減小煤漿顆粒沉積的速度。具體措施為根據氣-液-固三相攪拌混合的原理，利用煤漿槽底部應急用的氣體鼓動系統，也就是利用煤漿槽底部設置的8 個空氣進口（如圖4 所示）對煤漿進行鼓動。原始設計是為了在攪拌器短時間停用時，使用壓縮空氣對煤漿進行鼓動，短時間內防止煤漿中的顆粒大量沉積。分析認為空氣進口的位置位于攪拌器槳葉外側1 m 左右，剛好是處于流體向上運動的區域，如果攪拌器在運行的同時，在煤漿槽的底部通入壓縮空氣進行鼓動，從理論上來說有利于攪拌器的運行和有效地抑制煤漿中固體顆粒的沉積速度。

圖4 通入壓縮空氣后煤漿槽內的沉積示意圖

2019 年初經過現場多次試驗，發現單系統進氣量在1 000 m3/h 左右時，能滿足攪拌器的正常運行，且不影響煤漿特性參數。操作時需要注意的是，首先需將槽內沉積物清空，在投入煤漿后，隨即將壓縮空氣投入槽內，到達攪拌器啟動液位后再啟動攪拌器。該措施實施后，攪拌器發生異?；蝿拥默F象基本消除，再次停運檢查時，發現槽內底部位置壓縮空氣進口處基本沒有煤漿沉積，壓縮空氣沒有影響到的區域仍有厚度約1.0 m 的沉積量，但較為均勻，在大煤漿槽的壁上也有約1.0 m 厚的沉積量（如圖4 所示）。

由于底部的沉積狀態均勻，這也使得攪拌器槳葉對于罐底的作用力與反作用力相對均衡，所以未發生攪拌器異常偏心晃動，目前國能新疆化工生產系統仍然采用上述措施維持生產。但煤漿沉積的問題沒有得到解決，這也再次驗證了攪拌器初始設計選型的不合理。

4.2 攪拌系統優化升級

如要從根源上解決攪拌器異?；蝿拥膯栴}，在煤漿特性參數不能向有利于攪拌器運行的方向進行改善時，需解決攪拌器和煤漿槽的不匹配問題，以現有煤漿槽和煤漿特性為基礎，對攪拌器重新進行設計選型。原設備制造廠經過論證計算，給出了優化方案：配置132 kW 電機，轉速為31 r/min，設置有 2 層槳葉，底層槳葉直徑為4 300 mm、上層槳葉直徑為3 937 mm，底層槳葉到罐底距離2 300 mm，其他結構尺寸和原攪拌器相同。此方案與上述分析中得出的數據相差不大，從理論上來說可行。

5 結 語

針對國能新疆化工煤漿槽攪拌器異?；蝿拥膯栴}，從攪拌系統運行參數、設計選型、同類設備對比等方面進行分析論證，找出了攪拌器異常晃動的根本原因是攪拌器機型與煤漿槽的容積、槽徑等不匹配。制定并實施了利用原煤漿槽底部應急氣體鼓動系統，為煤漿提供驅動力，防止沉積的應急措施，同時提出了攪拌器的優化升級方案，理論上可從根源上解決煤漿沉積的問題。